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建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析

王元清 关阳 刘明 卜宜都 刘希月 顾浩洋

王元清, 关阳, 刘明, 卜宜都, 刘希月, 顾浩洋. 建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
引用本文: 王元清, 关阳, 刘明, 卜宜都, 刘希月, 顾浩洋. 建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
Yuan-qing WANG, Yang GUAN, Ming LIU, Yi-du BU, Xi-yue LIU, Hao-yang GU. CORRECTION ANALYSIS OF TOUGHNESS PARAMETERS OF CYCLIC MICROSCOPIC DAMAGE MODEL FOR BUILDING STRUCTURAL STEEL AND ITS WELDS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
Citation: Yuan-qing WANG, Yang GUAN, Ming LIU, Yi-du BU, Xi-yue LIU, Hao-yang GU. CORRECTION ANALYSIS OF TOUGHNESS PARAMETERS OF CYCLIC MICROSCOPIC DAMAGE MODEL FOR BUILDING STRUCTURAL STEEL AND ITS WELDS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019

建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
基金项目: 国家自然科学基金项目(51678339)
详细信息
    作者简介:

    王元清(1963−),男,安徽霍山人,教授,博士,博导,主要从事钢结构的研究(E-mail: wang-yq@mail.tsinghua.edu.cn)

    关 阳(1992−),男,黑龙江牡丹江人,硕士生,主要从事钢结构疲劳断裂的研究(E-mail: 943378969@qq.com)

    刘 明(1962−),男,吉林扶余人,教授,博士,博导,主要从事城市现代建筑产业化关键技术研究(E-mail: liumingsy2008@163.com)

    刘希月(1985−),女,湖南人,博士,主要从事钢结构断裂研究(E-mail: liuxy85722@163.com)

    顾浩洋(1993−),男,江苏人,硕士生,主要从事钢结构疲劳的研究(E-mail: guhaoyangdce@126.com)

    通讯作者: 卜宜都(1989−),女,江苏人,博士,主要从事钢结构稳定研究(E-mail: yidubu@tsinghua.edu.cn)
  • 中图分类号: TU511.3

CORRECTION ANALYSIS OF TOUGHNESS PARAMETERS OF CYCLIC MICROSCOPIC DAMAGE MODEL FOR BUILDING STRUCTURAL STEEL AND ITS WELDS

  • 摘要: 为预测Q235B和Q345B钢材循环荷载作用下的断裂,该文以适用于超低周疲劳断裂预测的微观力学模型退化有效塑性应变模型(DSPS)和循环孔穴扩张模型(CVGM),进行缺口圆棒循环加载试验,并结合有限元软件ABAQUS,校正Q235B和Q345B普通钢材基于微观机理的超低周疲劳断裂预测模型参数。试验分别从Q235B和Q345B母材、焊缝熔敷金属及热影响区取样并加工成缺口圆棒,在两种加载制度条件下,进行超低周循环加载试验,并利用有限元对钢材断裂进行预测。研究结果表明:Q235B钢材较Q345B钢材表现出了较好的延性,但耗能总体弱于Q345B钢材;CVGM模型的预测比DSPS模型预测更加精准,在C-PTF加载制度下微观损伤模型预测程度好于CTF加载制度。CVGM模型与DSPS模型均可较准确预测循环荷载下的断裂。
  • 图  1  对接焊缝示意及取样

    Figure  1.  Weld position and specimens layout

    图  2  缺口圆棒试件几何尺寸 /mm

    Figure  2.  Dimensions of circumferentially notched round bars

    图  3  Zwick Roell万能材料试验机

    Figure  3.  Zwick Roell universal testing machine

    图  4  缺口圆棒循环加载制度

    Figure  4.  Notched round bar cyclic loading system

    图  5  Q235B钢材试件试验曲线

    Figure  5.  Hysteresis curves of notched Q235B specimens

    图  6  Q345B钢材试件试验曲线

    Figure  6.  Hysteresis curves of notched Q345B specimens

    图  7  Q235B、Q345B钢材耗能对比

    Figure  7.  Energy consumption comparison of Q235B and Q345B

    图  8  两种钢材试件尺寸与损伤位移的关系

    Figure  8.  Relationship between the size and damage displacement of two steels

    图  9  网格划分与应力分布云图

    Figure  9.  24 Meshing and stress distribution cloud diagram

    图  10  Q235B钢材试验有限元对比

    Figure  10.  Test and FE comparisons of Q235B

    图  11  两种母材及其焊缝损伤系数 ${\lambda _{\rm CVGM}}$ 拟合曲线

    Figure  11.  Calibration of λCVGM through curve fitting

    图  12  两种母材及其焊缝损伤系数 ${\lambda _{\rm DSPS}}$ 拟合曲线

    Figure  12.  Calibration of λDSPS through curve fitting

    图  13  Q345B母材CVGM模型和DSPS模型预测对比

    Figure  13.  Predictive comparison of Q345B from CVGM model and DSPS model

    图  14  Q235B和Q345B断裂预测对比

    Figure  14.  Fracture prediction comparison of Q235B and Q345B

    表  1  焊接工艺参数

    Table  1.   Welding parameters

    焊接方法 焊接位置 焊丝型号 焊丝直径/mm 气体
    气体保护焊 平焊 ER50-6/E4303 $ ϕ1.2 CO2
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    表  2  Q235B试件编号及加载制度

    Table  2.   Q235B specimen ID and loading regime

    材料 缺口半径R/mm 加载方式 试件编号 加载控制位移
    母材 1.25 CTF BSCL-1(1) −0.125↔0.505
    BSCL-1(2) −0.125↔0.505
    C-PTF BSCL-2(1) 5(−0.125↔0.337)
    BSCL-2(2) 5(−0.125↔0.337)
    2.50 CTF BMCL-1(1) −0.125↔0.6675
    BMCL-1(2) −0.125↔0.6675
    C-PTF BMCL-2(1) 5(−0.125↔0.445)
    BMCL-2(2) 5(−0.125↔0.445)
    5.00 CTF BLCL-1(1) −0.125↔0.8275
    BLCL-1(2) −0.125↔0.8275
    C-PTF BLCL-2(1) 5(−0.125↔0.552)
    BLCL-2(2) 5(−0.125↔0.552)
    焊缝 1.25 CTF WSCL-1(1) −0.125↔0.5225
    WSCL-1(2) −0.125↔0.5225
    C-PTF WSCL-2(1) 5(−0.125↔0.348)
    WSCL-2(2) 5(−0.125↔0.348)
    2.50 CTF WMCL-1(1) −0.125↔0.564
    WMCL-1(2) −0.125↔0.564
    C-PTF WMCL-2(1) 5(−0.125↔0.376)
    WMCL-2(2) 5(−0.125↔0.376)
    5.00 CTF WLCL-1(1) −0.125↔0.885
    WLCL-1(2) −0.125↔0.885
    C-PTF WLCL-2(1) 5(−0.125↔0.59)
    WLCL-2(2) 5(−0.125↔0.59)
    热影
    响区
    1.25 CTF HSCL-1(1) −0.125↔0.5475
    HSCL-1(2) −0.125↔0.5475
    C-PTF HSCL-2(1) 5(−0.125↔0.365)
    HSCL-2(2) 5(−0.125↔0.365)
    2.50 CTF HMCL-1(1) −0.125↔0.6925
    HMCL-1(2) −0.125↔0.6925
    C-PTF HMCL-2(1) 5(−0.125↔0.462)
    HMCL-2(2) 5(−0.125↔0.462)
    5.00 CTF HLCL-1(1) −0.125↔0.9225
    HLCL-1(2) −0.125↔0.9225
    C-PTF HLCL-2(1) 5(−0.125↔0.615)
    HLCL-2(2) 5(−0.125↔0.615)
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    表  3  Q345B试件编号及加载制度

    Table  3.   Q345B specimen ID and loading regime

    材料 缺口半径R/mm 加载方式 试件编号 加载控制位移
    母材 1.25 CTF BSCH-1(1) −0.125↔0.3715
    BSCH-1(2) −0.125↔0.3715
    C-PTF BSCH-2(1) 5(−0.125↔0.248)
    BSCH-2(2) 5(−0.125↔0.248)
    2.50 CTF BMCH-1(1) −0.125↔0.5923
    BMCH-1(2) −0.125↔0.5923
    C-PTF BMCH-2(1) 5(−0.125↔0.395)
    BMCH-2(2) 5(−0.125↔0.395)
    5.00 CTF BLCH-1(1) −0.125↔0.768
    BLCH-1(2) −0.125↔0.768
    C-PTF BLCH-2(1) 5(−0.125↔0.512)
    BLCH-2(2) 5(−0.125↔0.512)
    焊缝 1.25 CTF WSCH-1(1) −0.125↔0.4473
    WSCH-1(2) −0.125↔0.4473
    C-PTF WSCH-2(1) 5(−0.125↔0.298)
    WSCH-2(2) 5(−0.125↔0.298)
    2.50 CTF WMCH-1(1) −0.125↔0.643
    WMCH-1(2) −0.125↔0.643
    C-PTF WMCH-2(1) 5(−0.125↔0.429)
    WMCH-2(2) 5(−0.125↔0.429)
    5.00 CTF WLCH-1(1) −0.125↔1.0448
    WLCH-1(2) −0.125↔1.0448
    C-PTF WLCH-2(1) 5(−0.125↔0.697)
    WLCH-2(2) 5(−0.125↔0.697)
    热影响区 1.25 CTF HSCH-1(1) −0.125↔0.3733
    HSCH-1(2) −0.125↔0.3733
    C-PTF HSCH-2(1) 5(−0.125↔0.249)
    HSCH-2(2) 5(−0.125↔0.249)
    2.50 CTF HMCH-1(1) −0.125↔0.484
    HMCH-1(2) −0.125↔0.484
    C-PTF HMCH-2(1) 5(−0.125↔0.323)
    HMCH-2(2) 5(−0.125↔0.323)
    5.00 CTF HLCH-1(1) −0.125↔0.745
    HLCH-1(2) −0.125↔0.745
    C-PTF HLCH-2(1) 5(−0.125↔0.497)
    HLCH-2(2) 5(−0.125↔0.497)
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    表  4  Q235B和Q345B钢材的 ${\lambda _{\rm CVGM}}$

    Table  4.   λCVGM of Q235B and Q345B

    位置 Q235B ${\lambda _{\rm{CVGM} }}$ Q345B ${\lambda _{\rm{CVGM} } }$
    母材 0.5 0.512
    焊缝 0.57 0.261
    热影响区 0.2 0.727
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    表  5  Q235B和Q345B钢材的λDSPS

    Table  5.   λDSPS of Q235B and Q345B

    位置 Q235B λDSPS Q345B λDSPS
    母材 0.255 0.28
    焊缝 0.335 0.329
    热影响区 0.227 0.252
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-16
  • 修回日期:  2019-11-01
  • 网络出版日期:  2020-06-01
  • 刊出日期:  2020-06-01

建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
    基金项目:  国家自然科学基金项目(51678339)
    作者简介:

    王元清(1963−),男,安徽霍山人,教授,博士,博导,主要从事钢结构的研究(E-mail: wang-yq@mail.tsinghua.edu.cn)

    关 阳(1992−),男,黑龙江牡丹江人,硕士生,主要从事钢结构疲劳断裂的研究(E-mail: 943378969@qq.com)

    刘 明(1962−),男,吉林扶余人,教授,博士,博导,主要从事城市现代建筑产业化关键技术研究(E-mail: liumingsy2008@163.com)

    刘希月(1985−),女,湖南人,博士,主要从事钢结构断裂研究(E-mail: liuxy85722@163.com)

    顾浩洋(1993−),男,江苏人,硕士生,主要从事钢结构疲劳的研究(E-mail: guhaoyangdce@126.com)

    通讯作者: 卜宜都(1989−),女,江苏人,博士,主要从事钢结构稳定研究(E-mail: yidubu@tsinghua.edu.cn)
  • 中图分类号: TU511.3

摘要: 为预测Q235B和Q345B钢材循环荷载作用下的断裂,该文以适用于超低周疲劳断裂预测的微观力学模型退化有效塑性应变模型(DSPS)和循环孔穴扩张模型(CVGM),进行缺口圆棒循环加载试验,并结合有限元软件ABAQUS,校正Q235B和Q345B普通钢材基于微观机理的超低周疲劳断裂预测模型参数。试验分别从Q235B和Q345B母材、焊缝熔敷金属及热影响区取样并加工成缺口圆棒,在两种加载制度条件下,进行超低周循环加载试验,并利用有限元对钢材断裂进行预测。研究结果表明:Q235B钢材较Q345B钢材表现出了较好的延性,但耗能总体弱于Q345B钢材;CVGM模型的预测比DSPS模型预测更加精准,在C-PTF加载制度下微观损伤模型预测程度好于CTF加载制度。CVGM模型与DSPS模型均可较准确预测循环荷载下的断裂。

English Abstract

王元清, 关阳, 刘明, 卜宜都, 刘希月, 顾浩洋. 建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
引用本文: 王元清, 关阳, 刘明, 卜宜都, 刘希月, 顾浩洋. 建筑结构钢材及其焊缝循环微观损伤模型的韧性参数校正分析[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
Yuan-qing WANG, Yang GUAN, Ming LIU, Yi-du BU, Xi-yue LIU, Hao-yang GU. CORRECTION ANALYSIS OF TOUGHNESS PARAMETERS OF CYCLIC MICROSCOPIC DAMAGE MODEL FOR BUILDING STRUCTURAL STEEL AND ITS WELDS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
Citation: Yuan-qing WANG, Yang GUAN, Ming LIU, Yi-du BU, Xi-yue LIU, Hao-yang GU. CORRECTION ANALYSIS OF TOUGHNESS PARAMETERS OF CYCLIC MICROSCOPIC DAMAGE MODEL FOR BUILDING STRUCTURAL STEEL AND ITS WELDS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 20-31. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S019
  • 现有研究建立的钢框架梁柱节点断裂力学分析模型仅适用于单调荷载的情况,而实际地震作用为循环往复荷载,因此需要将断裂力学模型进行推广以适用于循环荷载的情况,以得到钢材及焊材的受力性能[1-2]。断裂力学方法以梁柱节点中的裂纹体为主要研究对象,因此节点需要存在或假定裂纹缺陷,当实际节点不存在裂纹缺陷或条件不充分时,断裂力学模型不再适用。

    Manson-Coffin低周疲劳模型能够较好地预测循环次数为102~104的应变疲劳破坏,而地震作用下真正导致钢框架梁柱节点疲劳断裂的循环次数仅10次或20次左右。应用传统低周疲劳模型预测强震作用下钢结构节点的低周疲劳时,结果离散性太大;并且,传统低周疲劳模型预测疲劳寿命时没有考虑荷载序列影响,然而地震动反应峰值次序会显著影响钢框架梁柱节点的低周疲劳寿命。因此,需要发展适用于强震作用下大应变幅、寿命极短的低周疲劳断裂的预测模型。

    2004年—2010年,Chi、Kanvinde、Deierlein、Fell和Myers等基于Rice、Tracey[3]和Hancock、Mackenzie[4]的研究基础,系统地发展了基于微观断裂机理的应力修正临界应变模型(SMCS)和微观增长模型(VGM)以预测单调荷载作用下的断裂以及退化有效塑性应变模型(DSPS)和循环微孔增长模型(CVGM)以预测低周循环荷载作用下的断裂。2004年,Kanvinde和Deierlein[5]又采用缺口圆棒试样对上述七种结构钢材的用于预测超低周疲劳作用下断裂的CVGM模型和DSPS模型进行了标定;并通过对14个含钝化缺口的紧凑拉伸试样和4个狗骨型试样进行循环荷载试验和有限元分析,验证了CVGM和DSPS模型预测钢结构在超低周疲劳荷载作用下断裂的准确性。随后,Myers、Fell等[6-7]将循环微孔扩张模型CVGM应用于柱脚焊接节点、钢框架节点和钢框架支撑构件的低周疲劳断裂预测。

    在国内,同济大学的廖芳芳等[8-9],以T形焊接件为材料试件,对Q345钢材母材、焊缝熔敷金属和热影响区三种材料的微观断裂机理模型SMCS、VGM、DSPS和CVGM的韧性参数进行了校正,并在钢结构焊接节点延性启裂预测中得到了一定的应用。

    清华大学周晖[10]利用已有的材性试验结果标定了Q345钢材及其焊缝的VGM和SMCS模型参数,并结合已有的梁柱节点焊接试件拉伸试验对某些试验结果进行了验证。在此基础上,推广至循环荷载情况,应用考虑累积损伤作用的循环微孔扩张模型CVGM,编写ABAQUS子程序USDFLD实现了CVGM模型和有限元模型的结合,并利用已有的普通钢框架梁柱节点低周往复荷载试验对CVGM模型的准确性进行了验证。

    目前强震作用下钢结构节点的超低周疲劳性能研究尚不成熟,为了更加准确地验证退化有效塑性应变模型(DSPS)和循环孔隙增长模型(CVGM)在钢结构应用中的适用性和有效性,为此,本节利用Q235B、Q345B钢材圆棒加工成三种缺口半径不同的试件,并对这些试件进行两种不同加载制度的循环加载试验,采用全自动引伸计全程跟踪棒材应力、应变,直到棒材断裂时刻,并结合有限元分析,对微观断裂预测模型进行研究,用于后续循环荷载下钢材延性断裂的研究。

    • 应分别对孔穴增长率在拉应力和压应力中积分,当达到等效塑性应变临界值时发生断裂。在循环加载作用下,孔穴尺寸演化过程可以表示为:

      $$ \begin{split} \ln {\left( {\frac{R}{{{R_0}}}} \right)_\text{cyclic}} =& {C_1}\sum\limits_\text{{tensile - cycles}} {\int_{{\varepsilon _1}}^{{\varepsilon _2}} {\exp \left( {\left| {1.5T} \right|} \right)} \cdot {\rm{d}}{\varepsilon _\text{t}}} -\\& {C_2}\sum\limits_\text{{compressive - cycles}} {\int_{{\varepsilon _1}}^{{\varepsilon _2}} {\exp (\left| {1.5T} \right|)} } \cdot {\rm{d}}{\varepsilon _\text{c}}\end{split} $$ (1)

      式(1)右侧第一项表示所有受拉循环孔穴扩张的累积值,式(1)右侧第二项表示所有受压循环孔穴收缩的累积值, ${\varepsilon _{\rm t}}$ ${\varepsilon _{\rm c}}$ 分别表示受拉等效塑性应变以及受压等效塑性应变,C1C2考虑了扩张和收缩不同的比率,由于缺少相关数据,假设孔穴扩张和收缩的速率相同,取C=C1=C2。循环加载作用下,由于循环对孔穴间韧带材料存在累积损伤,临界微孔尺寸比单调拉伸时减小,破坏时的临界孔穴并不能达到相应的单调加载临界孔穴比,因此式(2)可以量化表示循环加载下的临界孔穴比降低的程度。

      $$ \ln \left( {\frac{R}{{{R_0}}}} \right)_\text{cyclic}^\text{critical} = f\left( D \right)\cdot\ln \left( {\frac{R}{{{R_0}}}} \right)_\text{monotonic}^\text{critical} $$ (2)

      Myers等[6]认为,累积的受压等效塑性应变可以作为监控损伤程度的指标,比等效塑性应变更准确,同时易于计算,因此选择受压等效塑性应变作为损伤变量,损伤函数可以表示为指数函数:

      $$ f\left( D \right) = f\left( {{\varepsilon _{\rm{c}}}} \right) = \exp \left( { - \lambda \cdot {\varepsilon _{\rm{c}}}} \right) $$ (3)

      式中, $\lambda $ 表示与材料性能有关的损伤系数。单调加载条件下韧性参数的降低值可以通过循环加载条件下韧性参数表示,如式(4):

      $$ {\eta _{\rm{cyclic}}} = \exp \left( { - {\lambda _{\rm {CVGM}}}{\varepsilon _{\rm{c}}}} \right)\cdot\eta $$ (4)

      将式(2)~式(4)整理得到式(5),即为CVGM模型的表达式:

      $$ \begin{split} \exp ( - {\lambda _{\rm CVGM}} \cdot {\varepsilon _{\rm c}}) \cdot \eta = & \displaystyle\sum\limits_{\rm tensilecycles} {\int_{{\varepsilon _1}}^{{\varepsilon _2}} {\exp (\left| {1.5T} \right|)} } {\rm{d}}{\varepsilon _t} - \\[-2pt]& \displaystyle\sum\limits_{\rm tensilecycles} {\int_{{\varepsilon _1}}^{{\varepsilon _2}} {\exp (\left| {1.5T} \right|)} } {\rm{d}}{\varepsilon _t} \geqslant 0 \end{split} $$ (5)

      式(5)左侧表示在循环荷载作用下,材料损伤下韧性参数降低,式(5)右侧表示对受拉和受压状态下,对材料应力约束以及变形情况进行实时跟踪。由于对应力三轴度进行积分,所以采用该模型时,不必进行单调加载条件分析,η作为材料韧性参数,对整个构件各部位均适用。

    • DSPS模型是SMCS模型在循环荷载作用下的扩充。假定应力三轴度在加载过程中变化不大的前提下,可以将式(1)积分号里面的内容提出,方程简化为:

      $$ \ln {\left( {\frac{R}{{{R_0}}}} \right)_{\rm cyclic}} = C\exp \left( {\left| {1.5T} \right|} \right) \cdot \left( {{\varepsilon _{\rm t}} - {\varepsilon _{\rm c}}} \right) $$ (6)

      对于给定的材料点,应力三轴度为正时,等效塑性应变增量的积分为受拉等效塑性应变;应力三轴度为负时,等效塑性应变增量的积分为受压等效塑性应变,二者之差定义为有效塑性应变,见式(7):

      $$ {\varepsilon ^*} = {\varepsilon _\text{t}} - {\varepsilon _\text{c}} $$ (7)

      则DSPS模型见式(8):

      $$ \varepsilon _\text{{critical}}^* = \exp ( - {\lambda _{\rm{DSPS}}}{\varepsilon _\text{p}}) \cdot \varepsilon _\text{p}^\text{{critical}} $$ (8)

      在循环荷载并获得SMCS模型参数a的条件下,DSPS模型是SMCS模型的扩充。DSPS模型与SMCS模型区别在于,SMCS模型采用的是等效塑性应变,DSPS模型采用的是有效塑性应变。在假定应力三轴度不随塑性应变发生显著变化的条件下,等效塑性应变可以由有效塑性应变替代。对于单调加载,整个加载过程为受拉,不存在孔穴收缩的情况,在循环加载作用下等效塑性应变可以推广有效塑性应变。应变差值看作是材料拉伸的大小,类似于单调受拉后的残余变形,有效塑性应变大小可以用来表征孔穴扩张的程度。

    • 图1所示钢板对接焊连接件中取样并加工母材、焊缝区以及热影响区材料试件各3个进行循环加载试验,具体尺寸如图2所示,试件编号及数量如表1所示。

      图  1  对接焊缝示意及取样

      Figure 1.  Weld position and specimens layout

      图  2  缺口圆棒试件几何尺寸 /mm

      Figure 2.  Dimensions of circumferentially notched round bars

      表 1  焊接工艺参数

      Table 1.  Welding parameters

      焊接方法 焊接位置 焊丝型号 焊丝直径/mm 气体
      气体保护焊 平焊 ER50-6/E4303 $ϕ1.2 CO2

      热影响区取样范围一般规定为:板厚的30%,且最大不超过20 mm,不小于10 mm,因此沿焊缝边缘10 mm取样,试件尺寸按照GB15248−2008[11]设计,试件如图3所示。

      图  3  Zwick Roell万能材料试验机

      Figure 3.  Zwick Roell universal testing machine

      对Q235B、Q345B钢材及其焊缝微观断裂模型的研究包括建立普通钢材及其焊缝材料在循环荷载作用下的缺口圆棒的拉伸试验,对普通钢材焊接连接各部分材料的韧性参数进行校正。

      试验材料采用国产普通钢材Q235B、Q345B,板厚为24 mm,采用全熔透对接单V坡口焊工艺焊接,焊接工艺参数见表1

      分别于母材、焊缝熔敷金属、热影响区材料进行取样,焊缝形状及取样见图1。缺口圆棒试验取样位置包括母材、焊缝熔敷金属和热影响区,均垂直于焊缝方向取样,为横向试样,以使其缺口附近材料受力更符合实际结构中受力方向,使试件破坏能够在相应的材性条件下发生。具体的母材、焊缝区和热影响区横向取样示意如图1所示。

    • 为使试件发生类似地震作用下钢结构的超低周疲劳断裂,试验过程中均采用大应变幅,本节利用Q235B和Q345B圆棒加工成3种缺口半径不同的试件,并对这些试件施加两种不同加载制度的循环加载,获取从加载初始至试件断裂的全过程荷载-位移曲线(如图4所示),用于后续循环荷载下钢材延性断裂模型的研究。

      图  4  缺口圆棒循环加载制度

      Figure 4.  Notched round bar cyclic loading system

      每种缺口半径的试件分别采用两种加载制度,两种不同的加载历程均采用位移控制,如图4所示:一种为一直循环至断裂的加载制度(Cycle to Failure,简称CTF);一种为循环5圈后拉伸至断裂(Cycle and Pull to Failure,简称C-PTF)。其中CTF加载模式中位移幅值取光滑缺口圆棒试件单向拉伸试验中断裂位移的1/2;CTF加载模式中前5圈的位移幅值取光滑缺口圆棒试件单向加载试验中断裂位移的1/3。

      每个条件点下选用2个试件进行试验,共72件。试验加载及量测与标准圆棒循环加载试验相同,试件几何尺寸及取样位置与单调拉伸试验相同:取样位置分别位于母材、焊缝熔敷金属以及热影响区,每种材料试件包含3种缺口半径。加载装置如图3所示,循环过程中取加载速率1.0 mm/min。具体试件编号及数量如表2表3所示。

      表 2  Q235B试件编号及加载制度

      Table 2.  Q235B specimen ID and loading regime

      材料 缺口半径R/mm 加载方式 试件编号 加载控制位移
      母材 1.25 CTF BSCL-1(1) −0.125↔0.505
      BSCL-1(2) −0.125↔0.505
      C-PTF BSCL-2(1) 5(−0.125↔0.337)
      BSCL-2(2) 5(−0.125↔0.337)
      2.50 CTF BMCL-1(1) −0.125↔0.6675
      BMCL-1(2) −0.125↔0.6675
      C-PTF BMCL-2(1) 5(−0.125↔0.445)
      BMCL-2(2) 5(−0.125↔0.445)
      5.00 CTF BLCL-1(1) −0.125↔0.8275
      BLCL-1(2) −0.125↔0.8275
      C-PTF BLCL-2(1) 5(−0.125↔0.552)
      BLCL-2(2) 5(−0.125↔0.552)
      焊缝 1.25 CTF WSCL-1(1) −0.125↔0.5225
      WSCL-1(2) −0.125↔0.5225
      C-PTF WSCL-2(1) 5(−0.125↔0.348)
      WSCL-2(2) 5(−0.125↔0.348)
      2.50 CTF WMCL-1(1) −0.125↔0.564
      WMCL-1(2) −0.125↔0.564
      C-PTF WMCL-2(1) 5(−0.125↔0.376)
      WMCL-2(2) 5(−0.125↔0.376)
      5.00 CTF WLCL-1(1) −0.125↔0.885
      WLCL-1(2) −0.125↔0.885
      C-PTF WLCL-2(1) 5(−0.125↔0.59)
      WLCL-2(2) 5(−0.125↔0.59)
      热影
      响区
      1.25 CTF HSCL-1(1) −0.125↔0.5475
      HSCL-1(2) −0.125↔0.5475
      C-PTF HSCL-2(1) 5(−0.125↔0.365)
      HSCL-2(2) 5(−0.125↔0.365)
      2.50 CTF HMCL-1(1) −0.125↔0.6925
      HMCL-1(2) −0.125↔0.6925
      C-PTF HMCL-2(1) 5(−0.125↔0.462)
      HMCL-2(2) 5(−0.125↔0.462)
      5.00 CTF HLCL-1(1) −0.125↔0.9225
      HLCL-1(2) −0.125↔0.9225
      C-PTF HLCL-2(1) 5(−0.125↔0.615)
      HLCL-2(2) 5(−0.125↔0.615)

      表 3  Q345B试件编号及加载制度

      Table 3.  Q345B specimen ID and loading regime

      材料 缺口半径R/mm 加载方式 试件编号 加载控制位移
      母材 1.25 CTF BSCH-1(1) −0.125↔0.3715
      BSCH-1(2) −0.125↔0.3715
      C-PTF BSCH-2(1) 5(−0.125↔0.248)
      BSCH-2(2) 5(−0.125↔0.248)
      2.50 CTF BMCH-1(1) −0.125↔0.5923
      BMCH-1(2) −0.125↔0.5923
      C-PTF BMCH-2(1) 5(−0.125↔0.395)
      BMCH-2(2) 5(−0.125↔0.395)
      5.00 CTF BLCH-1(1) −0.125↔0.768
      BLCH-1(2) −0.125↔0.768
      C-PTF BLCH-2(1) 5(−0.125↔0.512)
      BLCH-2(2) 5(−0.125↔0.512)
      焊缝 1.25 CTF WSCH-1(1) −0.125↔0.4473
      WSCH-1(2) −0.125↔0.4473
      C-PTF WSCH-2(1) 5(−0.125↔0.298)
      WSCH-2(2) 5(−0.125↔0.298)
      2.50 CTF WMCH-1(1) −0.125↔0.643
      WMCH-1(2) −0.125↔0.643
      C-PTF WMCH-2(1) 5(−0.125↔0.429)
      WMCH-2(2) 5(−0.125↔0.429)
      5.00 CTF WLCH-1(1) −0.125↔1.0448
      WLCH-1(2) −0.125↔1.0448
      C-PTF WLCH-2(1) 5(−0.125↔0.697)
      WLCH-2(2) 5(−0.125↔0.697)
      热影响区 1.25 CTF HSCH-1(1) −0.125↔0.3733
      HSCH-1(2) −0.125↔0.3733
      C-PTF HSCH-2(1) 5(−0.125↔0.249)
      HSCH-2(2) 5(−0.125↔0.249)
      2.50 CTF HMCH-1(1) −0.125↔0.484
      HMCH-1(2) −0.125↔0.484
      C-PTF HMCH-2(1) 5(−0.125↔0.323)
      HMCH-2(2) 5(−0.125↔0.323)
      5.00 CTF HLCH-1(1) −0.125↔0.745
      HLCH-1(2) −0.125↔0.745
      C-PTF HLCH-2(1) 5(−0.125↔0.497)
      HLCH-2(2) 5(−0.125↔0.497)
    • 对缺口圆棒试件进行试验时,由于中间开缺口导致应力集中,试件中间出现了微裂纹并形成受弯变形,并未像光滑圆棒经过循环加载时发生较大屈曲,部分试验结果如图5图6所示。

      图  5  Q235B钢材试件试验曲线

      Figure 5.  Hysteresis curves of notched Q235B specimens

      图  6  Q345B钢材试件试验曲线

      Figure 6.  Hysteresis curves of notched Q345B specimens

      滞回曲线连续封闭,表明引伸计采集数据控制良好,且能全程跟踪至断裂时刻。每次循环的能量可由应力-应变滞回环围成的面积来表示,循环过程中所耗散的总能则为所有滞回环面积之和[12-13],计算每个试件耗能,通过对比Q235B、Q345B可以看出Q345B母材和热影响区钢材总体上表现出更高的耗能强度,而Q235B焊缝钢材耗能高于Q345B钢材,在同种钢材条件下,Q235B和Q345B热影响区钢材耗能高于焊缝钢材以及母材的耗能。所有试件表现出随着开口半径的增加,耗能增大的变化趋势,如图7所示。

      图  7  Q235B、Q345B钢材耗能对比

      Figure 7.  Energy consumption comparison of Q235B and Q345B

      图8通过对比两种钢材不同开口尺寸与损伤位移发现,两种钢材均随着试件开口半径增加,损伤位移也增加,表现出等效塑性应变随着应力三轴度增大而增大的特性,其中Q235B和Q345B热影响区钢材损伤位移高于母材及焊缝,在同一应力三轴度下,C-PTF加载制度的损伤位移也大于CTF的损伤位移。通过对比两种钢材的断面收缩率,Q235B钢材的母材和焊缝断面收缩率低于热影响区,CTF加载制度的断面收缩率高于C-PTF加载制度下的断面收缩率,而Q345B钢材断口收缩率在同种加载制度下表现的较为均匀。

      图  8  两种钢材试件尺寸与损伤位移的关系

      Figure 8.  Relationship between the size and damage displacement of two steels

    • 根据文献[14],选用混合强化模型Von Mises流动法则对Q235B、Q345B钢材、焊缝以及热影响区的循环本构模型进行拟合,考虑材料在循环加载作用下屈服面的平动和膨胀,具有各向同性模型及随动强化模型的特征。充分利用对称性,建立了光滑缺口圆棒试样标距段的二维轴对称有限元模型,单元类型选用CAX4。如图9所示,缺口区域的单元尺寸约为0.2 mm,相当于材料特征长度lo的平均值[15]。在圆棒的轴线上施加轴对称边界条件,标距段一端铰接,一端施加位移。根据试验加载情况,对每个试件均进行了有限元模拟以再现试验过程,有限元与试验结果作对比如图10所示。

      图  9  网格划分与应力分布云图

      Figure 9.  24 Meshing and stress distribution cloud diagram

      图  10  Q235B钢材试验有限元对比

      Figure 10.  Test and FE comparisons of Q235B

    • CVGM模型考虑受压循环(r<0)时孔穴的收缩效应,同时考虑循环加载的累积损伤会降低断裂幅界等效塑性应变,其模型表达如下:

      $$ f(\varepsilon _\text{p}^\text{accumulated}) = \exp ( - \lambda \cdot \varepsilon _{\rm{p}}^{\rm{accumulated}}) $$ (9)

      式(9)考虑了循环加载对临界等效塑性应变的降低,采用损伤函数f进行描述。随着加载的进行,当式(9)左、右两侧值相等时,则判定材料点失效。CVGM模型中有两个材料断裂参数:ηλCVGMη为单调荷载微孔扩张模型的参数值,可通过单向拉伸试验校准,λCVGM是材料的损伤退化参数,用循环荷载下应力应变历史积分比单调韧性指标η予以校准。通过试验及有限元可以描述断裂临界等效塑性应变的降低程度,需要损伤函数值与变量的数据,CVGM模型参数校正如图11所示,纵轴为:

      图  11  两种母材及其焊缝损伤系数 ${\lambda _{\rm CVGM}}$ 拟合曲线

      Figure 11.  Calibration of λCVGM through curve fitting

      $$\!\! \frac{{\displaystyle\sum\limits_\text{tensile - cycles}\!\!\!\!\!\!\!\!\! {\int_{{\varepsilon _1}}^{{\varepsilon _2}}\!\!\!\! {\exp \left( {\left| {1.5T} \right|} \right)\!\cdot\! {\rm {d}}{\varepsilon _\text{t}} -\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\! \displaystyle\sum\limits_\text{compressive - cycles} \!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!\!{\int_{{\varepsilon _1}}^{{\varepsilon _2}}\!\!\!\!\!\! {\exp \left( {\left| {1.5T} \right|} \right)} } } }\!\cdot\! {\rm {d}}{\varepsilon _\text{c}} \!>\! 0}}{\eta } $$

      具体数据如表4所示。

      表 4  Q235B和Q345B钢材的 ${\lambda _{\rm CVGM}}$

      Table 4.  λCVGM of Q235B and Q345B

      位置 Q235B ${\lambda _{\rm{CVGM} }}$ Q345B ${\lambda _{\rm{CVGM} } }$
      母材 0.5 0.512
      焊缝 0.57 0.261
      热影响区 0.2 0.727
    • DSPS模型公式由CVGM模型公式在考虑应力三轴度为常数时简化得到,如式10所示:

      $$\begin{split} \exp (\left| {1.5T} \right|) \cdot {\varepsilon ^*} = & \exp (\left| {1.5T} \right|) \cdot ({\varepsilon _{\rm {t}}} - {\varepsilon _{\rm {c}}})\geqslant \\& \exp ( - {\lambda _{\rm DSPS}} \cdot \varepsilon _{\rm {p}}^{\rm accumulated}) \cdot \alpha \end{split} $$ (10)

      左侧项表示循环加载作用下试件某一材料点的有效塑性应变对孔穴造成的累积作用大小,其中 ${\varepsilon ^ * }$ 为有效塑性应变,为受拉与受压等效塑性应变的差值,右侧项表示该材料点失效时的孔穴大小临界值,其中参数α是单调加载机制下SMCS模型的模型参数,决定着单调受拉荷载下断裂时孔穴尺寸大小,故只需校准循环载荷中决定材料损伤速率的参数λDSPS,加载方式为C-PTF试件最后一圈受拉前累积塑性应变小于CTF试件,因此损伤系数值更大。DSPS模型参数校正如图12所示,具体数据如表5所示。

      表 5  Q235B和Q345B钢材的λDSPS

      Table 5.  λDSPS of Q235B and Q345B

      位置 Q235B λDSPS Q345B λDSPS
      母材 0.255 0.28
      焊缝 0.335 0.329
      热影响区 0.227 0.252

      图  12  两种母材及其焊缝损伤系数 ${\lambda _{\rm DSPS}}$ 拟合曲线

      Figure 12.  Calibration of λDSPS through curve fitting

      在CVGM模型预测曲线的尖点是由于在加载到卸载的转变过程中,描述了等效塑性应变随着应力三轴度变化而变化的累积循环过程,循环加载作用下,由于存在累积损伤,累积的受拉、受压等效塑性应变可以作为监控损伤程度的指标,较为准确地对断裂进行预测。

      对于单调加载,整个加载过程为受拉,不存在孔穴收缩的情况,DSPS模型中有效塑性应变是单调时等效塑性应变在循环加载作用下的推广。应变差值看作是材料拉伸的大小,类似于单调受拉后的残余变形,有效塑性应变大小可以用来表征孔穴扩张的程度。描述了有效塑性应变不随应力三轴度的变化而变化的累积循环过程。从图13中观察,准确程度较CVGM模型略差。

      图  13  Q345B母材CVGM模型和DSPS模型预测对比

      Figure 13.  Predictive comparison of Q345B from CVGM model and DSPS model

    • 超低周循环荷载下的损伤演化过程,一方面,随着加载历程的进行,微孔扩张需求VGDcyc或微孔累积需求VADcyc循环增长;另一方面,微孔扩张能力ηcycγcyc由于循环荷载的累积损伤作用而逐步退化。需求曲线和能力曲线的交点,表征了发生低周疲劳断裂的时刻,部分试验如图13所示。

      通过图14对所有缺口圆棒断裂预测分析,可得出:

      图  14  Q235B和Q345B断裂预测对比

      Figure 14.  Fracture prediction comparison of Q235B and Q345B

      1) 对于Q235B和Q345B两种母材,CVGM模型可以较DSPS模型更准确地预测断裂时刻,其中Q235B母材缺口半径为2.5 mm与Q345B母材缺口半径为1.25 mm,在CTF加载制度下预测离散程度较大,其余试件预测程度均在30%以内,除个别试件外,整体预测程度较好,两种断裂预测模型对Q235B母材的预测程度好于Q345B母材。

      2) 对于Q235B和Q345B两种钢材焊缝熔敷金属,由于受到焊接效应的影响,两种模型的预测程度相比于母材离散度更大,总体上CVGM模型预测程度好于DSPS预测程度,C-PTF加载制度下的预测程度好于CTF加载制度,表现出模型能够在地震作用下较好地对Q235B和Q345B两种钢材进行预测。

      3) 对于Q235B和Q345B钢材热影响区,总体上DSPS模型预测程度好于CVGM模型,其中Q235B钢材热影响区缺口半径R=1.25 mm,R=5 mm试件以及Q345B钢材热影响区R=1.25 mm试件,由于受到焊接热影响,预测离散程度较大。

    • 本文通过对Q235B和Q345B缺口圆棒试件在两种循环加载制度下进行试验,并结合有限元分析对两种损伤系数λCVGMλDSPS进行校正,代入到UMAT子程序当中对断裂进行预测,具体结论如下:

      (1) Q235B、Q345B滞回曲线可以计算出Q345B钢材母材及热影响区较Q235B钢材表现出更高的耗能强度,同种钢材下热影响区较之母材和焊缝表现出更高的耗能强度。

      (2) 选用混合强化模型Von Mises流动法则对Q235B、Q345B钢材、焊缝熔敷金属以及热影响区的循环本构进行拟合,经有限元计算出缺口圆棒荷载-位移曲线与试验曲线对比较好。

      (3) CVGM和DSPS基本可以预测循环荷载作用下Q235B和Q345B两种钢材及其焊缝的破坏,个别试件由于试件数量有限或受到焊接效应,数据点形成一定的离散性,预测程度与试验有一定偏差,CVGM模型较DSPS模型预测程度较好,总体上两种模型对Q235B和Q345B母材和热影响区预测程度好于焊缝钢材。

参考文献 (15)

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